某大口径舰炮自适应平衡机的应用研究

秦奋起，李翔，彭松江，王琳琳

(中国船舶集团公司第七一三研究所，河南 郑州 450015)

轻型化一直是大口径舰炮的主要发展趋势之一,要实现大口径舰炮的轻型化,除采用新型轻质材料与轻量化结构优化的技术途径外,必须最大限度地降低舰炮的火线高、炮塔体积等总体尺寸[1-2]。某大口径舰炮俯仰部分质量近5 t,将耳轴后移至身管尾端面后近2 m,使火线高度大幅降低,从总体上实现了大幅减重的目标,但在该总体架构下,俯仰部分产生了最大约100 kN·m的重力不平衡力矩,这将对高低机设计、高低动态跟踪性能、射击精度等产生不利影响,为解决这一难题,必须采用平衡机技术进行力矩补偿。

平衡机是安装于火炮摇架与架体之间用来平衡俯仰部分对耳轴重力矩的装置[3-4]。目前,平衡机在陆炮上已广泛应用,如国产某型122 mm榴弹炮、某型152 mm榴弹炮、某型100 mm滑膛反坦克炮,德国Pzh2000型155 mm自行火炮,美国M102型105 mm榴弹炮、M109A型155 mm自行加榴炮等,都采用了平衡机的设计[5]。在舰炮领域,平衡机的应用主要集中在小负载的中口径舰炮,如意大利奥托单76 mm舰炮、法国紧凑型单100 mm舰炮采用了弹簧式平衡机[6],由于舰载摇摆环境的影响,平衡机应用时需要考虑摇摆产生的惯性力,这种摇摆惯性力对于大负载的大口径舰炮影响很大,因此,大口径舰炮为了抵消俯仰部分的不平衡力矩一般采用自然配平的方式,如国产单130 mm舰炮、俄罗斯AK130舰炮等[2],平衡机技术在大口径舰炮领域尚未见应用。

平衡机的理论研究中,在不完全平衡方面,传统的两点平衡、三点平衡理论已经非常成熟[7]。在完全平衡方面,李大勇等[8]从改变平衡机支点的角度,提出了一种实现任意仰角平衡的完全平衡机方案,该方案对炮塔内的总体布局影响较大,难以在舰炮上直接应用;方航等[9]采用机液伺服的方法,提出一种对压力实时调节的完全平衡机方案;高跃飞等[10]利用计算机控制技术,考虑温度、射角的影响,设计了一套气压自动补偿的平衡机;彭双志[11]研究了电磁炮上应用的超大拉力平衡机。以上的研究中,针对大口径舰炮平衡机的设计研究较少,且均未考虑舰载摇摆环境的影响。

总体来说,无论从理论上还是实际应用中,针对大口径舰炮平衡机的研究较少,特别是高摇摆、大不平衡力矩条件下的舰炮平衡机设计鲜有研究。笔者针对大口径舰炮的服役特点,提出一种适用大口径舰炮的俯仰机械自适应平衡机方案,以某轻型大口径舰炮为对象,进行了自适应机械结构的优化设计,建立了考虑舰艇摇摆的动力学的模型,进行了摇摆条件下的动力学仿真,为平衡机在大口径舰炮上的设计与应用提供了重要参考。

1 自适应平衡机方案

自适应平衡机方案组成及布局如图1所示。采用气压式拉力平衡机,整体上通过钢缆将摇架与平衡机的活塞杆相连,针对舰炮的装舰平台的特点,在摇架两侧对称布置2个,充分利用甲板下的空间,通过对钢缆的导转将平衡机的缸体布置在炮塔下方,减少对炮塔内布局的影响。气压式拉力平衡机结构如图2所示。

该平衡机实现俯仰力矩的自适应调整是通过调节器实现的,如图3所示,调节杆的滚轮在调节模板的槽内运动,调节模板固定在摇架上,调节模板在随摇架俯仰运动时,将带动调节杆上下运动,由于钢缆在调节杆下部穿过,从而改变平衡机的作用力臂与平衡机内的压力腔体积变化速度,实现平衡力矩自动调节的目的。

2 自适应平衡机结构设计

根据该型舰炮的总体要求,在0°～70°射角范围内剩余不平衡力矩不应大于2.5 kN·m。按照图3所示的过程对自适应平衡机进行了结构设计,首先不考虑调节器进行平衡机设计,得到各射角剩余不平衡力矩曲线,再结合自适应平衡机的原理,采用优化调节器曲线槽的方式,对剩余不平衡力矩超出2.5 kN·m时的射角进行调节,使各射角的剩余不平衡力矩均满足不大于2.5 kN·m的总体要求。

2.1 建立计算模型

根据自适应平衡机方案原理,不考虑零件摩擦、钢缆的弹性变形、加工误差等因素,首先不考虑调节模板的作用,在耳轴处建立坐标系,建立计算模型,如图4所示。

图4中,G为俯仰部分重力,L为俯仰部分重心距耳轴距离,l0为调节杆下支点距耳轴的距离,l1、l′1为钢缆与摇架的绞接点距耳轴的距离,l2、l′2为钢缆与摇架的绞接点距调节杆支点的距离,h、h′为平衡机作用力臂,θ0为钢缆与摇架的绞接点和耳轴的连线与水平线的夹角,θ为俯仰角度。

重力相对耳轴重力矩MG为

MG=GLcosθ.

(1)

两个平衡机产生的主动平衡力矩MP为

MP=2P1S0h′,

(2)

式中:P1为俯仰过程中平衡机变化后的压力;S0为平衡机活塞面积。

根据理想气体状态方程,平衡机内部压力腔气体变化为

(3)

式中:γ为多方指数;P0、V0分别为初始的压力与体积;V1为俯仰过程中平衡机变化后的体积,可表示为

V1=V0+S0(l2-l′2).

(4)

根据几何关系,建立几何方程:

(5)

h′=l1l0sin(θ0+90°-θ)/l′2.

(6)

因此,剩余不平衡力矩Mq为

Mq=MG-MP.

(7)

2.2 初步计算结果

根据该轻型舰炮的总体要求,计算条件如表1所示。

表1 计算条件

按照上述条件进行计算,结果如图5所示。可以看出,当不采用平衡机时,在俯仰过程中重力不平衡力矩波动达65.8 kN·m,采用平衡机设计后,各俯仰角剩余不平衡力矩大幅下降,最大约7 kN·m,虽有明显改善,在高角60°～70°时仍有剩余不平衡力矩超过2.5 kN·m的情况,此时需要借助调节器进行平衡机输出力矩的调节,使任意俯仰角均满足要求。

2.3 调节器结构优化设计

在耳轴处建立坐标系,如图6所示,建立计算模型,对调节器的曲线槽进行优化设计。

将调节杆下支点距耳轴的距离l0调整为

l0=l′0+Δl,

(8)

式中:l′0为调节杆固定长度;Δl为调节模板曲线槽上轨迹点距耳轴的距离。

根据图5的计算结果,只有在高角60°～70°时存在剩余不平衡力矩不满足要求的情况,因此初选曲线槽曲线由两段圆弧组成,如图6所示,只对第2段圆弧的半径进行优化,建立方程:

(9)

(10)

式中:xE、yE为曲线槽轨迹的坐标;Δl、R分别为两段圆弧的半径;x0、y0为第2段圆弧的中心坐标;θ为俯仰角;θ′为在第2段圆弧的点与圆心的连线与水平线的夹角;φ0为两段圆弧的切点的初始角度位置。

根据几何关系,建立几何方程:

(11)

(12)

(13)

结合图5所示的计算结果,选定初值如表2所示,以第2段圆弧的半径R为优化变量,根据几何关系,R的值范围为57.9～197.5 mm,在此范围内进行优化设计。

表2 初始条件

采用二分法优化后的结果如图7所示,5次优化对应的第2段圆弧半径R的取值分别为127.50,92.80,75.35,66.63,62.26 mm。从图7中可以看出,在R取值 62.26 mm时,0°～70°俯仰范围内剩余不平衡力矩的最大为2.194 kN·m,满足小于2.5 kN·m的总体要求。

3 摇摆环境下动力学分析

由于舰炮工作在摇摆的舰载环境下,相较于静态条件,摇摆将使俯仰部分产生附加的惯性力矩,笔者将在优化得到的自适应平衡机的基础上,结合装舰平台的摇摆参数,通过动力学分析,研究自适应平衡机在不同摇摆条件下对俯仰平衡的贡献率。

3.1 摇摆参数计算

为研究自适应平衡机摇摆环境的平衡效果,首先求解舰炮在摇摆条件下的过载系数,只考虑横摇、纵摇和升沉3种摇摆运动,在舰艇纵摇摇心O′、横摇摇心O″及舰炮处O分别建立相对坐标系O′x′y′z′、O″x″y″z″、Oxyz,3个坐标系的xz平面、x′z′平面、x″z″平面重合,如图8所示。

为简化计算,假设横摇、纵摇和升沉均按照谐波规律运动,运动方程为

(14)

式中:γmax、θmax、τmax分别为横摇、纵摇及升沉运动的幅值;Tγ、Tθ、Tτ分别为横摇、纵摇及升沉运动的周期;εγ、εθ、ετ分别为横摇、纵摇及升沉运动的相位差。

平衡机只在俯仰方向上起作用,因此只求解z方向的摇摆参数,舰炮安装位置在z方向的位移z(t)可表示为

z(t)=zγ+zθ+zτ,

(15)

式中,zγ、zθ、zτ分别为横摇、纵摇及升沉运动在z方向上的分量。

根据几何关系有

(16)

式中:x0为纵摇摇心与横摇摇心的水平距离;z0为舰炮安装位置距横摇摇心的竖直距离。根据舰艇总体要求,x0取值78 m,z0取值8 m。

使用重力加速度g对z方向的加速度进行无量纲处理,得到过载系数zg为

(17)

装舰平台对该轻型舰炮提出两种海况要求:海况1条件下舰炮正常完成射击功能,海况2条件下舰炮在锁航状态下不损坏。两种海况的舰艇摇摆参数如表3所示,调整纵摇、横摇及升沉运动的相位差使过载系数最大,求解两种海况的过载系数曲线。

表3 摇摆参数

计算求得的质心过载系数曲线如图9所示,从图9中可以看出,两种海况下,z方向的过载系数均呈现周期性变化,海况2产生的过载系数更大。

3.2 动力学建模

抽象舰炮在摇摆条件下的受力过程,如图10所示,简化为摇架、托架、平衡机三部分,摇架与托架在耳轴处以转动副连接,托架与大地(固定坐标系)以滑动副连接,摇架尾部与托架之间设置等效的弹簧代替平衡机。

本方案设计的自适应平衡机只在高角时起到调节作用,因此,在70°射角时对调节前后的平衡效果进行仿真分析。采用ADAMS软件,建立刚体动力学仿真模型,如图11所示。

不考虑运动副的摩擦,由于摇架转动响应的角位移较小,将平衡机的刚度简化为线性变化,具体设置的边界条件如表4所示。

表4 边界条件设置

3.3 动力学仿真

加载图9中两种摇摆海况下求解得到的质心过载系数,对采用自适应平衡机调节前后分别进行了动力学仿真,得到摇摆条件下俯仰部分在耳轴处产生的负载力矩,如图12、13所示。

从图12、13可以看出,采用笔者提出的自适应平衡机后,在舰炮正常工作的海况下(海况1)负载力矩峰值下降42.4%,在舰炮不损坏的海况下(海况2)负载力矩峰值下降18.4%,表明自适应平衡机在摇摆条件下的平衡效率与摇摆参数有关。正常射击的低海况下,可大幅降低负载力矩峰值,有利于降低高低随动系统的功率;在恶劣的高海况下,对负载力矩峰值下降的贡献率降低,但此时舰炮处于锁航状态,负载力矩不会对随动系统产生影响,负载力矩的下降也有益于减少锁航机构的受力,提高舰炮的安全性。

4 结论

以某轻型大口径舰炮为应用背景,提出了一种具有自适应调节功能的大口径舰炮平衡机方案,对自适应的结构进行了优化设计,开展了自适应平衡机在摇摆条件下的动力学仿真,研究了自适应平衡机在摇摆条件下的平衡效率,研究内容和结果对于自适应平衡机在大口径舰炮上的设计与应用有一定的参考意义,主要结论如下:

1)提出了一种适用于大口径舰炮的自适应平衡机方案,通过在耳轴处设置调节模板的方式实现主动力矩的俯仰自适应调节,相较于传统的平衡机,在静态条件下可有效减少俯仰角变化引起的不平衡力矩波动。

2)与传统的平衡机相比,笔者提出的自适应平衡机更适用舰载的摇摆环境,可大幅降低舰艇摇摆产生的俯仰负载力矩峰值,其在摇摆条件下的平衡效率与摇摆参数有关,在低海况条件下的平衡贡献率更高。